前軸承座上半鑄件鑄造工藝方案設計與模擬優化

杜孫毅，高金橋，蔡嘉楠，楊弋濤

（上海大學 材料科學與工程學院，上海 200444）

前軸承座是汽車前懸架系統的一個重要組成部分，通常被安裝在車身底盤上方，用于支撐和固定前車輪轉動的軸承。此外在航空領域，飛機的起落架上，也需要使用前軸承座來支撐和固定飛機的輪子[1]。前軸承座的作用是保持車輪和懸掛系統連接穩定，提供車輪支撐和運動的軸承支持，從而使車輛行駛更加平穩和舒適。前軸承座通常具有足夠的強度和剛性，可以承受車輛行駛過程中的各種力和負荷[2]。

灰口鑄鐵是一種常用的鑄造合金材料，具有易于鑄造、機械性能良好的特點，適用于承受中小負載和沖擊的場合，抗震性能好、可加工性好和成本低等優點，適用于零件和模具制造、汽車零部件和機械結構等領域[3]。前軸承座主要起到連接的作用，受力情況復雜，為了保證該零件具有良好的綜合性能，鑄造時應避免縮松縮孔、氣孔、夾砂等缺陷的產生[4]。

本文將以HT-250 灰口鑄鐵為鑄造材料，通過分析鑄件的結構特點，對軸承座前半鑄件的澆注系統、冒口、冷鐵等部位進行設計。利用鑄造模擬軟件ProCAST 對澆注過程中的金屬液充型、凝固傳熱以及縮松縮孔缺陷進行模擬分析。綜合考慮鑄件的結構特性，并對澆注系統進行多次優化。通過分析模擬結果，不斷優化冒口、冷鐵尺寸和位置，最終達到預防和消除縮孔縮松等鑄造缺陷的目的。

1 零件工藝性分析

前軸承座上半支撐軸承，固定軸承外圈的三維結構實體圖如圖1 所示。外形尺寸為1085 mm×810 mm×380 mm，最大壁厚為150 mm，最小壁厚為20 mm，凈重566 kg。腔體結構復雜，金屬液充型較為困難，且部分結構轉折處壁厚差較大，容易產生熱節。注油孔為細長的弧形空腔，使得砂芯在金屬液充型時容易損壞。零件整體結構相對對稱，上下大平面均為重要加工面。技術要求鑄件不允許有影響使用性能的縮孔、縮松、氣孔、夾砂等缺陷。

圖1 鑄件三維結構示意圖

前軸承座上半屬于中型鑄件，小批量生產，采用手工造型生產方式[5]。為確保鑄件有較高的尺寸精度和表面質量，造型材料選用粘結強度大、耐熱性好、發氣量較小的呋喃脲醛樹脂砂。根據鑄造技術要求，鑄造工藝的參數選擇如下：尺寸公差等級為CT13，機械加工余量為G，鑄件收縮率為0.9%，澆冒口的切削余量選為3 mm，依據鑄件的質量和壁厚以及工藝手冊，查得鑄件冷卻時間為1 h[6]。

2 鑄造工藝設計及分析

2.1 澆注位置及分型面選取

根據鑄件的特點，我們確定了兩種澆注位置和分型面，如圖2 所示。

圖2 兩種澆注位置和分型面

通過分析對比以上兩種方案可以了解到它們的不同特點：

方案一可以很好的保證軸承槽的精度，方便合型，充型平穩，可避免澆不均的現象。缺點是軸承底座在上面，導致表面精度不高，因此需要增加加工余量最后進行加工。且底部有較多厚壁，容易形成熱節。方案二將軸承座底面放置在底部，保證軸承座底面的精度，并且可以防止產生砂眼、氣孔、夾渣等缺陷。缺點是合型的時候需要翻轉上砂箱，容易對砂型造成損壞。

考慮到方案一在凝固時的型腔上窄下寬，不利于補縮，容易形成熱結和縮松縮孔，且用大量外加冷鐵也無法較好地消除這些缺陷，故決定選擇方案二的澆注方式。

2.2 澆注系統設計

2.2.1 澆注系統類型的選擇

澆注系統不僅承當金屬液充型通道的作用，而且要保證金屬液充型時流動平穩，排氣通暢，便于擋渣，并有利于調節金屬液凝固的溫度場，減少鑄件的凝固缺陷[7]。結合澆注系統設計的原則，初步設計的方案如圖3 所示。

圖3 澆注系統示意圖

采用底注式澆注系統，其特點是內澆道基本上在充滿狀態下工作，充型平穩，可避免金屬液發生激濺、氧化及由此而形成鑄件缺陷[6]。澆注系統類型采用半封閉式澆注系統，既有一定的擋渣能力，又能保證適中的金屬液流速，適用于各類灰鑄鐵件。對于中型灰鐵件，根據《鑄造工藝設計手冊》[8]各澆道的截面積比選取為ΣA直:ΣA橫:ΣA內:=1:1.25:0.83。

2.2.2 阻流截面的計算

根據《鑄造工藝設計手冊》[8]，對于澆注重量在1000 kg 以下的中、大型鑄鐵件，可按式（1）計算：

式中：t 為澆注時間，單位s；δ 為鑄件平均壁厚，單位mm（對于結構復雜的鑄件，δ 取主要部分的壁厚）；S1為系數，一般情況下，取S1=2，當有外、內冷鐵而需快澆時，取S1=1.7～1.9[8]；GL為鐵水重量，單位kg。

最終計算得出澆注時間為43 s。

直澆道要有最低高度，以形成足夠的壓力，使鑄件輪廓清晰，避免澆不到。直澆道高度通常與上型高度相等，可用壓力角來檢驗上型高度是否足夠。參考《鑄造工藝設計手冊》[8]最小剩余壓頭（上型高度）HM的計算：

HM=Ltanα （2）

式中：L 為金屬液的流程，即鑄件最高最遠點至直澆道中心線的水平距離，單位mm；α 為壓力角，單位（°）；HM為最小剩余壓頭（上型高度），單位mm。

最終計算得出上砂箱到鑄件頂面的高度應大于170 mm，靜壓頭Hp為360 mm[8]。

使用阻流截面設計法，根據奧贊公式[8]計算澆道最小截面積：

式中：Ag為澆注系統最小斷面積，單位cm2；G 為流經阻流截面處的金屬液總質量，單位kg，取700；ρ 為金屬液密度，單位g/cm3，取7.2；t 為充型總時間，單位s，取43；μ 為充填全部型腔時，澆注系統阻流截面的流量系數，取0.5[8]；Hp為充填全部型腔時的平均計算壓力頭，單位cm，取36；g為重力加速度（981 cm/s2）。

將參數帶入公式可得Ag為17 cm2。

2.2.3 各澆道尺寸設計

根據《鑄造工藝設計手冊》[8]，各澆道的截面比分別為ΣA直:ΣA橫:ΣA內:=1.2:1.5:1，可得直澆道的面積20.4 cm2，小徑取50 mm，大徑取62 mm，長度約為600 mm。

橫澆道的總面積為25.5 cm2，設有兩條梯形橫澆道，一條的面積為12.75 cm2。

內澆道的總面積為17 cm2，設有4 條梯形內澆道，一條的面積為4.25 cm2。

2.2.4 澆口杯設計

澆口杯分為漏斗形和池型兩大類，本次工藝采用池型澆口杯[8]，澆口杯二維圖如圖4 所示。

圖4 澆口杯二維圖

澆口杯的容量為125 kg，相應尺寸為：A=450(mm)；B=250(mm)；I=130(mm)；H=185(mm)；H1=20(mm)；d=60(mm)；a=25(mm)；R=40(mm)；R1=25(mm)；H2=65(mm)。

3 鑄造工藝方案的模擬及分析

本次工藝采用了UG 三維建模軟件進行了實體繪制，導入ProCAST 中進行面網格和體網格的劃分，在修正無誤后，鑄件模型2Delements 數為120164，3Delements 數為2272604。澆注溫度為1350 ℃，澆注時間為43 s。

3.1 模擬結果及分析

3.1.1 充型過程

對原始鑄件進行充型過程模擬，充型速度場如圖5 所示。從圖5a 和圖5b 可以看出鐵液在1.9 s 左右進入鑄件，在10 s 左右鋪滿鑄件底部，充滿整個型腔的時間為43 s。本次設計澆注方式為雙側底注，但在最開始的時候鑄件兩邊是分開的，在金屬液進入后沒有產生兩邊的對流。鐵液在中間圓環處產生了對流，如圖5c 所示，但這時的流速相對比較穩定，液面開始平穩上升，所以不會造成很大的影響。圖5d 可以發現，氣體全部集中到了鑄件頂部，主要由型腔里的空氣組成，后期可以加設冒口或者排氣針予以解決[9]。

圖5 鑄造充型速度場

鑄件在充型過程的溫度場變化如圖6 所示。圖6a 可以看出鑄件在充型過程中頂部薄壁部分溫度較低。因為方形孔及底座冷卻效果較好，導致中心部分最后冷卻，故方形孔與鑄件底座的中間部分產生了過熱區域。由圖6b 的溫度分布可以看出，整個鑄件冷卻的趨勢是從右到左，從下到上?？筛鶕淠腾厔葸M行最后優化。

圖6 鑄造充型溫度場

3.1.2 凝固過程缺陷分析

底注式澆注缺陷主要存在于四處地方，如圖7 所示第一是頂部右邊三塊小凸臺處，第二是頂部較厚凸臺處，第三是鑄件側邊孔和底座中間過熱處，第四是澆注系統處。計算得到縮孔體積占總體積的0.48%。

圖7 底注式澆注縮松縮孔缺陷示意圖

鑄件頂部較厚，鐵液未能及時補縮，存在凹陷現象，且為最后凝固部分，存在熱節，如圖8 所示?？赏ㄟ^增設冒口解決收縮問題，同時解決氣體排出以及頂部凹陷現象[10]；底部兩側增設冷鐵，加速冷卻。

圖8 底注式澆注縮凹示意圖

3.2 第一次優化

3.2.1 冒口初步設計與計算

冒口尺寸計算公式如下：

式中：MC為設置冒口部位的鑄件的模數，VC為冒口頸處鑄件體積，AC冒口頸處散熱面積。

式中：dR為冒口頸直徑，MC為設置冒口部位的鑄件的模數。

按《鑄造工藝手冊》的灰鐵件頂明冒口設計原則，如圖9a 所示，通常取DR=（1.55～2.0）dR。和HR=（2～4）DR作為冒口的尺寸[8]。如圖9b 所示，在左側凸臺處設置三個冒口，每個冒口DR約為60 mm，HR為182.16 mm。在右側凸臺處設置一個冒口，冒口DR約為60 mm，HR為181 mm。

圖9 冒口形狀示意圖

凝固時，物體的體積越大、散熱面積越小，模數就越大，凝固時間越長。因此采用4 個直徑為60 mm，高181 mm 的冒口，如圖9 所示。

3.2.2 冷鐵的位置設計

根據初步模擬結果的分析，冷鐵設計的位置為鑄件兩側方形孔與軸承底座的中心部位，此處設置冷鐵可以改善鑄件的凝固順序，力求鑄件產生一個自下而上的順序凝固，在重力的作用下能夠得到上方的金屬液補縮，形成致密的組織，保證鑄件探傷部位的質量[11]；其次，在這個部位設置冷鐵，使得該處金屬液受到激冷作用，減少缺陷形成，且細化該處晶粒，優化機械性能[12]。

冷鐵的尺寸計算如下式：

式中：δ 為外冷鐵厚度，T 為鑄件熱節圓直徑。

通過模擬得到冷鐵放置處的熱節圓直徑為75 mm，計算可得外冷鐵厚度為30 mm，長度選擇100 mm，冷鐵的放置位置如圖10 所示。

圖10 冷鐵位置分布圖

3.3 第一次優化結果及分析

通過增設冒口對澆注系統進行第一次優化，如圖11 所示，此時缺陷數量已經有了明顯的減少。尤其是頂部最厚的地方，因為有了冒口的補縮，縮松與縮凹都消失了。但還是存在以下問題，鑄件兩側（孔和底座中心部位）仍有明顯缺陷；冒口分布不合理，頂部右側小凸臺凝固較慢，沒有得到補縮，產生了縮松；如圖12 所示，頂部冒口數量稍多，導致這個部位的凝固較慢，產生熱節，并且左邊冒口的尺寸偏小。

圖11 初次優化縮松縮孔示意圖

圖12 初次優化熱節示意圖

3.4 鑄造工藝第二次優化

根據上述存在的問題，首先對冷鐵的數量有了一定的調整，從原先的兩個變為四個，其次在頂部的另外兩個小凸臺處加了兩個小冒口，主要用來消除縮松縮孔，最后把較大凸臺處的三個冒口合并為兩個冒口，并且尺寸有了一定的增大。修改過后的冷鐵數量和冒口位置如圖13 所示。

圖13 二次優化改良方案示意圖

左側凸臺處冒口的尺寸做如下調整：在較厚凸臺處設置兩個冒口，每個冒口DR約為90 mm，HR為270 mm。右側凸臺處冒口的尺寸做如下調整：在較厚凸臺處設置三個冒口，每個冒口DR約為41 mm，HR為123.5 mm。

3.5 鑄造工藝的二次優化結果分析

3.5.1 二次優化充型過程分析

對冒口與冷鐵的數量和尺寸進行優化設計后，鑄件的充型速度場如圖14a 所示，鐵液在2 s左右進入鑄件，在10 s 左右鋪滿鑄件底部。從金屬液進入型腔直至充滿共需42 s。圖14b 顯示，鑄造過程氣體主要集中在金屬液上方，所設冒口正好在鑄件頂部，故氣體最后從冒口中排出。相應的充型溫度場如圖15 所示。

圖14 二次優化鑄造充型速度場

圖15 二次優化充型溫度場

從圖15a 可以看出整個鑄件的溫度分布較為均勻，方形孔和底座之間部位因增設了冷鐵，使充型過程中的溫度和周圍保持一致，從而很好的消除了此處的缺陷。從圖15b 中可以看出因增加了保溫冒口，鑄件最后凝固的部位集中在頂部凸臺部位，并且這個部位得到冒口中金屬液的補縮。

3.5.2 二次優化澆注過程缺陷分析

充型結束后，鑄件的凝固收縮圖如圖16 所示。從圖中可以看出鑄件中缺陷有了很好的改善，關鍵部位的缺陷已經全部消除，大部分缺陷主要集中在澆注系統內，對整個鑄件的質量無影響。從圖17 可以看出，因為增設的冒口是保溫冒口，冒口里面的金屬液未凝固，熱節也集中在冒口中，鑄件部分也不再有熱節，總體補縮效果良好。優化后的澆注系統如圖18 所示。

圖16 二次優化縮松縮孔示意圖

圖17 二次優化熱節示意圖

圖18 優化后的澆注系統

3.6 最終鑄造工藝方案

經過模擬分析，最終確定最佳工藝為底注式的澆注方式，先將軸承底座面向上進行分模造型,合型后將砂箱反過來澆注，避免鑄件工作部位處于鑄件頂部、探傷部分整體處于鑄件下部，在重力作用下首先凝固，得到致密的組織，保證質量檢測結果，提高鑄件的工作性能。造型方法采用的是手工造型，兩箱造型；造型材料選擇堿性酚醛樹脂自硬砂；澆注系統為半封閉底注式，ΣA直:ΣA橫:ΣA內=1:1.25:0.83；頂部左側凸臺增設兩個冒口，右側凸臺增設三個小冒口；鑄件兩側過熱半封閉部分各放置兩塊冷鐵；工藝出品率為η=90.5%。

4 結語

本次鑄件前軸承座上半通過一系列的工藝設計及數值模擬分析，最終形成無縮凹、缺陷極少的鑄件。其主要工藝有：（1）澆注方式選擇底注式，澆注系統選擇半封閉式澆注系統，這種澆注方法充型平穩，極大的減少了缺陷的產生；（2）通過初次數值模擬分析得到，鑄件的主要缺陷集中在頂部，觀察金屬液最后到達的地方以及在頂部相應處增設冒口，此處的冒口有三大用途，分別是實現補縮的效果、避免頂部因凝固先后順序不同而造成的縮孔、排氣的效果；（3）本次設計冷鐵添加的原則為按需增設、精準添加、能少則少，故我們只在鑄件兩側分別添加了兩塊冷鐵，完美的消除了此處的缺陷。